Utveckling av plogkla till Ålös snöröjningsredskap

Utveckling av plogkla till Ålös snöröjningsredskap

Marc Sellgren

Marc Sellgren

Examensarbete, VT 2017, 15 hp

Förord

Jag vill rikta ett tack till Ålö som tillhandahöll detta examensarbete. Jag vill även tacka min handledare Lars Andersson vid Umeå Universitet, min handledare på Ålö, Daniel Johansson samt Olof Gidlund och Johan Königsson, också Ålö-anställda, för deras bidrag till detta arbete.

Sammanfattning

Detta examensarbete har utförts åt Ålö, som är en tillverkare av frontlastare och redskap till dessa. Ett av deras redskap, vars syfte är snöröjning, är utrustat med hydrauliskt justerbara sidoklaar som kan fällas bakåt och nyttjas som plogblad. De fyller dock inte denna uppgift tillfredsställande då snö tenderar falla tillbaka bakom dem. Det bildas även en triangulär spalt mellan klaarna och underlaget vid plogning, detta lämnar kvar en sträng av snö, utöver det som faller ner bakom klaarna.

Målet i detta projekt var att utveckla en plogkla som löser tidigare nämnda problem genom att ersätta den högra sidoklaen till skopan. Utvecklingen har initierats med en studie av rapporter, existerande plogar, kontakt med brukare och fastställande av de begränsningar som råder. Detta har sedan utgjort grunden för en rad koncept, av vilka de mest lovande sammanfogades till en prototyp. Kraftberäkningar utifrån det lastfall som uppstår vid plogning har sedan använts för att bl.a. dimensionera skruvförband och skapa rand- villkoren för en nita element-analys. Finita element-analysen har sedan nyttjats för att göra en uppskattning av antalet cykler med momentan maximal belastning plogklaen klarar innan utmattningsbrott sker.

Kraftberäkningarna visade att hydraulcylinderns tryckbegränsare öppnar redan innan maximal belast- ning uppnås. Finita element-analys och kraftberäkningar till skruvförband förutsätter likväl att maximal belastning kan erhållas momentant i syfte att ge konservativa resultat. Under denna förutsättning skiljer belastningen i skruvförbanden endast ca 7-10 % mellan nita element-analys och handberäkningar. Samtliga beräkningar är inom spannen för skruvförbandens hållfasthet. Utmattningsberäkningarna visade att antalet cykler plogklaen klarar vid maximal belastning uppgår till ca 346 000. Detta avser områden av intresse och inkluderar således ej delar vilka redan utvärderats i originalklaen. Svetsförband, som i regel är dimen- sionerande i situationer som dessa, har ej sett någon utmattningsmässig utvärdering utan kommer istället behandlas vid tester av prototypen.

Prototypen uppfyller de utsatta målen och tillverkningsunderlag i form av 3D-CAD modeller och 2D- ritningar (inklusive svetsritningar) har levererats. En fysisk prototyp är även beställd och kommer tillverkas av Vännäs Verkstads AB, planerat leveransdatum är 2017-06-08. Den kommer utvärderas under vintern 2017/2018.

Abstract

This thesis work has been carried out for Ålö, a manufacturer of front loaders and implements for these. One of their implements, whose purpose is snow clearing, is equipped with hydraulically adjustable aps that can be folded backwards and used as plows. However, they do not ll this task satisfactorily as snow tends to fall down behind them. A triangular gap between the aps and the ground is also formed during plowing.

This leaves a string of snow behind, aside from the snowmass already falling down behind the aps.

The goal for this project was to develop a plow that solves the aforementioned problems by replacing the right side ap on the bucket. The development was initiated with a study of reports, existing plows, contact with users and determining existing constraints. This has since provided the basis for a series of concepts, of which the most promising ones were joined to a prototype. Force calculations based on the load scenario that occurs during plowing have been used to nd appropriate fasteners and create boundary conditions for a nite element analysis. The nite element analysis has then been used to estimate the number of cycles with maximum load the plow can be subjected to before it succumbs to fatigue failure.

Force calculations showed that the pressure limiter for the hydraulic cylinder opens even before maxi- mum load is reached. Despite this, nite element analysis and force calculations for fasteners were still based on the condition that maximum load is achieved momentarily to produce convervative results. Under this condition, the load on fasteners diers only ca 7-10 % between nite element analysis and calculations made by hand. All calculations are within the span for the fasteners proof strength. Fatigue calculations showed that the number of cycles the plow can handle with maximum load amounts to approximately 346 000. This refers to areas of interest and thus does not include parts already evaluated in the original ap. Welds, which usually dictate minimum strength in situations like these, have not seen any fatigue evaluations, but will instead be addressed while testing the prototype.

The prototype meets the set goals and production documentation in the form of 3D-CAD models and 2D drawings (including weldment drawings) have been delivered. A physical prototype is also ordered and will be manufactured by Vännäs Verkstads AB, scheduled delivery date is 2017-06-08. It will be evaluated during the winter of 2017/2018.

Innehållsförteckning

Förord i

Sammanfattning ii

Abstract iii

Innehållsförteckning iv

1 Inledning 1

1.1 Bakgrund . . . 1

1.2 Problemformulering och syfte . . . 1

1.3 Mål . . . 1

1.4 Kravspecikation . . . 1

2 Teori 3 2.1 Plogkrafter . . . 3

2.2 Skruvförband . . . 3

2.3 Belastning på hydraulcylinder . . . 4

2.4 Spänningar . . . 5

2.5 Materialval . . . 6

2.6 Utmattning . . . 6

2.7 Denitioner . . . 7

2.8 Finita element-analys . . . 7

2.8.1 FFEPlus - Fast Finite Elements Plus . . . 7

2.8.2 Direct Sparse . . . 7

2.8.3 Large Problem Direct Sparse . . . 7

3 Metod 8 3.1 Utveckling . . . 8

3.1.1 Rapporter . . . 8

3.1.2 Bentliga produkter . . . 8

3.1.3 Begränsningar . . . 9

3.1.4 Diskussion med brukare . . . 9

3.2 Mjukvaror . . . 9

3.3 Kraftberäkningar och nita element-analys . . . 10

3.3.1 Kraftsituation . . . 10

3.3.2 Randvillkor . . . 10

3.3.3 Parametrar . . . 13

4 Resultat 14 4.1 Konceptutveckling av svep . . . 14

4.1.1 Koncept 1 . . . 14

4.1.2 Koncept 2 . . . 14

4.1.3 Koncept 3 . . . 15

4.2 Konceptutveckling av upphängning . . . 16

4.2.1 Koncept 1 - 4-punktsfäste . . . 16

4.2.2 Koncept 2 - Svivelfäste . . . 16

4.2.3 Koncept 3 - 2-punktsfäste . . . 17

4.3 Utvalda koncept med modieringar . . . 17

4.4 Hållfasthetsberäkningar . . . 19

4.4.1 Skruvförband . . . 19

4.4.2 Kraft mot hydraulcylinder . . . 20

4.4.3 Spänningar . . . 20

4.4.4 Utmattning . . . 22

4.5 Prototyp . . . 22

5 Diskussion och slutsatser 23 5.1 Kravspecikation . . . 23

5.2 Användningsområde och begränsningar . . . 23

5.3 Koncept . . . 23

5.3.1 Svep . . . 23

5.3.2 Upphängning . . . 24

5.4 Fällbara skärstål . . . 25

5.5 Krafter mot plogklaen . . . 25

5.6 Finita element-analys . . . 25

5.7 Utmattning . . . 26

5.8 Slutsatser . . . 26

6 Ordlista 27

7 Källförteckning 28

8 Bilagor B1

1 Inledning

1.1 Bakgrund

Ålö är ett företag i lantbruksmaskinbranschen som startades 1949 i Brännland av Karl-Ragnar Åström.

1958 introducerade dåvarande Ålö-Maskiner världens första snabbkopplande frontlastarserie Quicke, varefter man även började exportera produkterna. Detta ledde till att man 1967 sålde er frontlastare utomlands än i Sverige. Under en ny ägare i mitten 90-talet tredubblades nästan produktionen från 5000 till 14 000 frontlastare. Förutom i Brännland utanför Umeå har Ålö idag även produktion i Telford - Tennessee, Ningbo - Kina och Matha - Frankrike. 2015 uppgick försäljningen till 35 000 frontlastare och 42 000 redskap där ca 90 % utgör export. Idag består produktsortimentet bland annat av Quicke ^R, Trima ^R och Original Implements^TM.

1.2 Problemformulering och syfte

Ett av redskapen Ålö har utvecklat särskilt för snöröjning är deras Snow Clearing Bucket (230SC). Den har i dagsläget två hydrauliskt justerbara klaar för att bl.a. öka skopans omfång. Vinklas dessa bakåt kan de även nyttjas som plogar. De fyller dock inte rollen som plogblad tillfredsställande, då de saknar utformningen för att kasta snö över en eventuell plogvall. Under dessa förhållanden tenderar snön istället falla tillbaka bakom klaarna. För att undvika att snöskopan klättrar på snön istället för att skära lutas även skopan framåt under plogning. Är klaarna vinklade bakåt skapar detta en triangulär spalt mellan klaarna och marken som ej plogas då klaarnas nedersta ändläge är parallellt och i höjd med skopans botten, se gur 1. Då högertrak råder i Sverige är de båda problemen främst begränsade till den högra klaen, vilket detta arbete kommer fokusera på.

Figur 1: 230SC framifrån med tydlig spalt mellan kla och underlag.

1.3 Mål

Den huvudsakliga uppgiften är att utveckla ett koncept, färdigt för prototyptillverkning, på en plogkla som vid behov kan ersätta ordinarie kla. Plogklaen skall kunna manövreras av bentlig hydraulisk utrustning och genom sin utformning skjutsa snö över plogvallen på ett tillfredsställande sätt.

Utöver ett koncept kan i mån av tid även tillverkningsunderlag i form av 2D-ritningar på detta tas fram.

I syfte att hålla Ålö's artikelora nere är det även fördelaktigt om plogklaen kan utnyttja så många redan existerande delar som möjligt.

1.4 Kravspecikation

− Utbytbara skärstål skall vara vändbara och fästas antingen med skruvförband, svetsförband eller annan lösning.

− Plogklaen skall kunna pressas mot underlaget och fjädra i samma vinkel (eller större) som ordinarie kla innan mekanisk stopp nås.

− I obelastat tillstånd bör plogklaen vara negativt orienterad, jämfört med ordinarie kla, för att sä- kerställa fullgott marktryck vid plogning.

− Plogklaen bör kunna monteras och demonteras med samma utrustning som används för att monte- ra/demontera ordinarie kla.

2 Teori

2.1 Plogkrafter

Den maximala kraft hela redskapet, dvs. både snöskopa och klaar, kommer utsättas för är beroende av massan på fordonet den monteras på och fordonets friktion mot underlaget. Ekvation 1 visar detta.

mgµul= Ftot (1)

Där m är fordonets massa, g är gravitationen, µul är friktionen för drivhjul-underlag och Ftotär kraften som fördelas över redskapets sammanlagda längd på kontaktytan, vilken utgörs av både snöskopans och klaarnas skärstål. Kraften som plogklaen kommer utsättas för är således beroende på orienteringen av de båda klaarna. Samtliga kraftberäkningar förutsätter att vänster kla är infälld. Ekvation 2 beskriver situationen.

lplogFtotsin(θ)

l_skopa+ l_plog = Fplog (2)

F_plog är kraften plogen utsätts för, lplog är plogklaens längd, lskopa är skopans längd och θ plogvinkeln enligt gur 2.

Figur 2: Vy från ovan på 230SC med originalkla. T.v.: Snöskopa med utbredd last Qplog. T.h.: Snöskopa med ekvivalent punktlast Fplog.

Kraften Qplog är således den utbredda lasten jämnt fördelad över plogens längd medan Fplog är den motsvarande kraften samlad i mittpunkten enligt gur 1 ovan.

2.2 Skruvförband

Flera delar av plogkonstruktionen innefattar skruvförband som kommer belastas både axiellt och radiellt.

För att uppskatta den axiella kraft skruvförband i konstruktionen belastas med, beräknas först momentet kring hävarmen enligt ekvation 3. Figur 3 visar principskiss för lastfallet.

l₂F_plogsin(φ) = M_plog (3)

Figur 3: Kraftsituation på skruvförband.

Reaktionskraften Fskruvax skruvförbandet utvecklar för att motverka plogkraften kan beskrivas av ekva- tion 4 och löses med avseende på Fskruvax.

Fskruv_axl1= Mplog⇒ Mplog

l₁ = Fskruv_ax (4)

Löses Mplog ut i (4) med (3) erhålls ekvation 5.

l₂F_plogsin(φ) l1

= F_skruvax (5)

Kraften fördelas därefter över antalet skruvförband, n, vilket ger ekvation 6.

l₂F_plogsin(φ)

l1n = Fskruvax (6)

För den axiella kraften som påverkar skruvförbandet tillkommer även kraften som uppstår vid förspän- ning av skruvförbandet. En vedertagen förenklad uppskattning av denna kraft är "Elastic Torque-Tension Relationship"[1]. Ekvation 7 uttrycker detta förhållande med avseende på förspänningskraften.

M_{f s}= F_{f s}d_skruvµ_skruv ⇒ M_{f s} dskruvµskruv

= F_{f s} (7)

där Mf sär åtdragningsmomentet, Ff sär kraften från förspänningen, dskruvär skruvförbandets diameter och µskruv är friktionskoecienten mellan skruv och mutter.

Skruvförbanden i plogklaen belastas inte endast axiellt, det förekommer även radiell belastning som har sitt ursprung i kraftkomposanten som blir över efter ekvation 6. Denna kraftkomposant har en skjuvande åverkan på skruvförbanden och kan beskrivas enligt ekvation 8.

Fplogl2cos(φ)

l1n = Fskruv_ra (8)

2.3 Belastning på hydraulcylinder

Kraften på cylindern som reglerar plogklaens position är beroende av cylinderfästets position i förhållande till plogkraftens angreppspunkt. Under antagande att Qplog är jämnt fördelad blir positionen Fplog verkar mot i mitten av skärstålet. Utväxlingen av moment mellan denna punkt och cylinderns fäste beskrivs av ekvation 9. Vid plogning är cylindern nära nog vinkelrät mot klaen, vilket ekvationen förutsätter. Figur 4 visar kraftsituationen.

l_{f p}F_plog lcf

= Fcyl (9)

Figur 4: Vy från ovan på 230SC med originalkla. T.v.: Snöskopa med utbredd last Qplog. T.h.: Snöskopa med ekvivalent punktlast Fplog.

lf p är avståndet mellan gångleden och kraftens angreppspunkt, lcyl är avståndet mellan gångleden och positionen där cylinderns reaktionskraft Fcyl kommer att verka. Skopans båda cylindrar är utrustade med varsin tryckbegränsare. Dessa har tre lägen, varav läge nummer två är förinställt. Tabell 1 visar tryckbe- gränsarens samtliga inställningar.

Tabell 1: Inställningar för tryckbegränsare till hydraulcylindrar [9].

Tryck [bar] Kraft [kN] Anmärkning

90 25.4 -

105 29.6 Förinställt

120 33.9 -

2.4 Spänningar

Det generella sambandet för normalspänning i rent drag eller tryck i en riktning i uttrycks som kraften genom arean för påverkat område [2], enligt ekvation 10.

F

A_jk = σ_i (10)

Där F är kraften, Ajk är arean i planet jk och σi normalspänning i gradientens riktning för planet till arean. Medelskjuvspänningen τm_ij formuleras på ett liknande sätt, men där arean är på tvärsnittet över planet ij enligt ekvation 11.

F

A_ij = τm_ij (11)

Där F är kraften mot tvärsnittet och Aij är tvärsnittsarean längs planet ij.

För en innitesimalt liten volym i ett givet område kan spänningssituationen beskrivas med en matris innehållande normal- och skjuvspänningar enligt (12).





σi τij τik

τji σj τjk

τki τkj σk



 (12)

Det kan vara svårt att uppskatta eekten av spänningssituationen som matrisen beskriver. För att kun- na jämföra en situation där eraxligt spänningstillstånd råder med en sträckgräns vilken uppmätts i ett enaxligt tillstånd, kan eektivspänningen enligt von Mises användas. Denna eektivspänning, även kallad jämförelsespänning, är en skalär funktion av alla spänningskomponenter eller huvudspänningar i punkten [2][3]. För ett plant spänningstillstånd (två dimensioner) kan von Mises eektivspänning, σ^vMe , beräknas med spänningskomponenter enligt (12) [2].

q

σ²_i − σiσj+ σ_j²= σ^vM_e (13)

2.5 Materialval

Bortsett från skruvförband och tappar används två typer av stål i plogklaen. Det ena är konstruktionsstålet S355, vilket är ett material som förekommer i era av Ålö's produkter, både i frontlastare och redskap. Det andra, också ett konstruktionsstål, är 27SiMn2 och används bl.a. till skärstål. Tabell 2 visar egenskaper för de båda materialen. Fullständig specikation för S355 framgår ur [4] och bilaga B1 för 27SiMn2.

Tabell 2: Egenskaper för material i konstruktionen.

Material Sträckgräns σs [MPa] Brottgräns σb [MPa] E-modul [GPa] σf⁰ [MPa] b

S355 355 510 207.65 1217.4 -0.1104

27SiMn2 1600 1716 210 - -

2.6 Utmattning

Vid cyklisk belastning av ett material kan några av spänningarna det utsätts för denieras som maximal spänning σmax, minsta spänning σmin, medelspänningen σmoch spänningsamplituden σa. Medelspänningen denieras enligt ekvation (14) och spänningsamplituden enligt (15).

σ_max+ σ_min

2 = σ_m (14)

σ_max− σmin

2 = σa (15)

Goodmans relation [5] beskriver hur kombinationer av alternerande spänning och medelspänning förhåller sig till ett materials förmåga att motstå brott vid cyklisk last. Förhållandet kan illustreras graskt där y- axeln utgörs av alternerande spänning och x-axeln av medelspänning, där en linje går från given alternerande spänning till medelspänning. Spänningskombinationer under denna linje anses säkert för materialet, utanför innebär sannolikt brott. Förhållandet kan även beskrivas enligt ekvation 16, som uttrycker detta m.a.p.

utmattningsgränsen, σf l.

σ_a σf l

+σ_m σb

= 1 ⇒ σ_a

 1 − σm

σ_b

 = σf l (16)

Där σa är amplituden för den alternerande spänningen, σm är medelspänning och σb är brottgräns.

Nyttjas (16) tillsammans med sambandet mellan σf l, σ⁰f, b och antalet livscykler Nf innan brott enligt [5]

kan uttrycket lösas för Nf och således ge en uppskattning på antalet cykler innan brott uppstår. Detta framgår av ekvation 17.

σ⁰_fN_f^b= σf l⇒σf l

σ⁰_f

¹_b

= Nf (17)

2.7 Denitioner

Begreppet lutning på kla avser klaens lutning i förhållande till skopans botten. Är klaens undersida och skopans botten parallella är lutningen 0^◦, men benner sig klaen istället under skopans botten är vinkeln negativ. Figur 5 visar skopa lutad framåt för plogning, där skopa och kla parallella.

Figur 5: 230SC tippad framåt för plogning, med 0^◦lutning på kla.

2.8 Finita element-analys

SolidWorks Simulation har tre funktioner, eng. "solvers", med olika algoritmer för att lösa nita element- problem. Dessa arbetar med olika tillvägagångssätt och är således även anpassade för olika typer av problem.

Det nns två grundläggande klasser, direkta och itererande. Solvers som använder den direkta metoden löser ekvationssystemen numeriskt medan solvers som itererar gör en approximation av lösningen i varje iterering tills att felet är tillräckligt litet enligt förutbestämda kriterier [6].

2.8.1 FFEPlus - Fast Finite Elements Plus

FFEPlus är en iterativ solver. Den är lämplig för stora problem och blir eektivare allt eftersom problemen blir större. Nyttjar ca 1 GB arbetsminne per 2 000 000 frihetsgrader. Generellt sett snabbare än Direct Sparse vid problem med över 100 000 frihetsgrader. Detta varierar bland annat med vilken typ av studie som genomförs (linjär, icke-linjär, termisk). Tappar och andra styva kopplingar gör denna metod mindre eektiv [6].

2.8.2 Direct Sparse

Direct Sparse löser problem traditionellt genom att beräkna matrisernas inverser. Den använder ca 10 gånger mer minne än iterativa lösare men utnyttjar era processorer/kärnor bättre. Kräver ca 1 GB arbetsminne per 200 000 frihetsgrader. Lämplig om problemet har många kontakter av typen "No penetration" eller består av många olika material med olika E-modul och Poisson's tal. Risken att lösningen misslyckas eller att den ger en lösning med sämre noggrannhet ökar ifall antalet frihetsgrader uppgår till miljoner. En variant av Direct Sparse är Intel Direct Sparse som nyttjar hårdvaruinstruktioner tillgängliga på vissa processor-modeller från Intel [6].

2.8.3 Large Problem Direct Sparse

Large problem Direct Sparse en typ av Direct Sparse där hårddiskutrymme kan allokeras för problemlösning ifall det fysiska arbetsminnet ej är tillräckligt. Detta medför dock att lösningen av problemet tar längre tid då hårddisk/SSD är långsammare än arbetsminnet och även har långsammare anslutning mot processorn.

Den innehar i övrigt samma fördelar och nackdelar som Direct Sparse med tillägget att eektiviteten för

era processorkärnor är bättre än både Direct Sparse och FFEPlus [6].

3 Metod

3.1 Utveckling

Utvecklingen av plogklaen påbörjades med en förstudie som bestod av fyra delar. Söka och studera rappor- ter som avhandlar utveckling av plogredskap, genomföra en studie av bentliga produkter tillhörande både Ålö och deras konkurrenter, fastställa de begränsningar plogklaen måste förhålla sig inom och slutligen samtal med entreprenadföretag, dvs. brukare, som är målgruppen för denna produkt. Dessa delar beskrivs närmare i avsnitten 3.1.1 - 3.1.4.

Utveckling av koncept har skett i 3D-CAD miljö och färdigt koncept har kontrollerats med hållfasthets- beräkningar och nita element-analys, varefter justeringar gjorts.

3.1.1 Rapporter

Av de rapporter som studerades var endast resultatet från en rapport relevant. Denna rapport heter "An Improved Displacement Snowplow" [7] och behandlar utvecklingen av snöröjningsredskap, främst svep (eng.

moldboard) och ödet av snömassa längs denna. Tre prototyper för plogar utvecklades och för deras andra experimentella plog, där plogens geometrier framgick, användes en skärvinkel om 52^◦[7] vilket är av intresse för detta arbete.

3.1.2 Bentliga produkter

Lösningar för upphängning, generell form samt infästning av skärstål har studerats på ett antal produkter tillverkade av Ålös konkurrenter. Den vanligaste lösningen för infästning av utbytbara skärstål är skruvför- band. Ekonomi-varianter av redskap kan även ha svetsade skärstål eller inga alls, detta gäller dock främst skopor.

Vreten BV21350, se gur 6, är en plog tillverkad av Vreten, en tillverkare Ålö förvärvade under 2016.

Skär- och kastvinklar på denna plog mättes med hjälp av ett digitalt instrument vilket Ålö tillhandahöll.

Instrumentet var kalibrerat för 2017.

Figur 6: Plogen BV21350 tillverkad av Vreten.

För att kunna ta ut de vinklar som var intressant mättes först referensvinklar då plogen ej stod vinkelrät mot marken. Uppmätta värden framgår av tabell 3 och är avrundade till heltal.

Tabell 3: Uppmätta vinlar från Vreten BV21350.

Mått Vinkel [^◦] Anmärkning

Skärvinkel 40 Jämn längs hela plogen.

Kastvinkel 60 Mätt vid mitten av plogen.

Kastvinkel 55 Mätt vid plogens ände.

Några plogmodeller på marknaden har även en säkerhetsfunktion för att skydda plogen. På dessa är skärstålen sektionerade, fällbara samt fjäderbelastade. När reaktionskraften från eventuellt hinder blir större än kraften som fjädern belastar skärstålet med fälls skärstålet tillbaka. Fjädern är dimensionerad så att denna kraft är lägre än vad som krävs för att permanent deformera skärstålet. Rapporten vilken behandlar utveckling av plogblad [7] illustrerar denna funktion med två exempel på sida 14 gur 7 samt sida 15 gur 8.

3.1.3 Begränsningar

Den bentliga klaen på snöskopan har en rörelsefrihet om ca 9.4^◦ kring dess pivotpunkt, enligt gur 7.

Figur 7: Tillåten lutning på originalkla.

Basplåten är den del där cylinderfästen och gångled monteras, samtliga vilka har möjlighet att återanvän- das i denna plogkla. För att ackommodera dessa och bibehålla viss symmetri används bentliga yttermått på basplåten.

3.1.4 Diskussion med brukare

Dialog har förts med en Ålö-anställd [8] som även driver egen mindre entreprenad med bl.a. snöröjning som uppgift. Det framgår av erfarenhet att snöskopan måste vinklas framåt under plogning i syfte att minimera tendensen till att skopan klättrar ovanpå snön istället för skrapa. Ett önskemål är att vid plogning under dessa förutsättningar (och plogklaen riktad bakåt) ändå kunna bibehålla markkontakt med plogklaen.

Det andra önskemålet är att med skopan fortfarande i samma lutning kunna köra med plogbladet orienterat framåt för att samla in snö.

3.2 Mjukvaror

Den mjukvara som använts vid utveckling av koncept är SolidWorks 2016 x64. Finita element-analysen har gjorts i SolidWorks Simulation. Slutgiltiga CAD-modeller som godkänts efter hållfasthetsberäkningar/FEA har återskapats i Solid Edge ST8. Även 2D ritningar till CAD-modellerna har ritats i Solid Edge ST8.

3.3 Kraftberäkningar och nita element-analys

Denna studie kommer endast behandla det tyngsta driftfallet som råder vid plogning. Det totala antalet driftfall plogklaen kan utsättas för är oändligt och därför även omöjligt att ta hänsyn till. Eftersom plog- klaen är avsedd att användas för plogning kommer samtliga beräkningar och nita element-analysen att utgå från klaorientering enligt gur 2.

Vinkeln θ i guren brukar ligga i spannet 50^◦- 60^◦ vid plogning, varför 55^◦ kommer användas. Detta spann grundar sig i erfarenhet [8]. Som övre gräns fastställs även att fordonets massa, m, ej kommer översti- ga 10 ton [9]. Under gynnsamma vägförhållanden kan friktionen mellan fordon och underlaget, µul, uppgå till 1 vilket denna studie förutsätter. Beräkningarna avser alltså ett scenario där skärstålet träar ett utbrett omedgörligt föremål som får hela ekipaget slira på samtliga drivhjul.

Materialdata från S355 [4] och 27SiMn2 (bilaga B1) har använts för att skapa likvärdiga material i SolidWorks bibliotek.

3.3.1 Kraftsituation

Längs skärstålet har en liten yta om 2790 mm² tagits ut för att bära lasten Fplog. Godtycklig gradient på ytan är vinkelrät mot plogklaens riktning i sidled samt uppåt. Se gur 8.

Figur 8: Kraftsituation i FEA.

3.3.2 Randvillkor

Fixturen för plogklaen har modellerats så att infästningen har samma geometri som snöskopan, vilket innefattar gångled och cylinder. De är i övrigt dock förenklade för att minska den processortid som krävs vid beräkning. Plåten som i vilken gångleder sitter är xerad i all form av rörelse runtom på kortsidor förutom vid infästning. Figur 9 visar detta.

Figur 9: Fixtur till plogkla vid simulering.

Samtliga skruvförband i konstruktionen har simulerats med SolidWorks Simulation funktion för skruv- förband. Tabell 4 visar de parametrar som nyttjats. Storleken på muttrarna i skruvförbanden har valts efter dimensionen på brickorna som kommer sitta där. Figur 10 visar några av skruvförbanden i simuleringen.

Tabell 4: Parametrar för skruvförband i FEA [10].

Skruvförband E-modul [GPa] ν A_ts [mm²] R_e [MPa] n_s M_fs [Nm] µskruv

M12x1.75 210 0.28 84.2 800 2 84.2 0.175

M20x2.5 210 0.28 245 800 2 412 0.175

Figur 10: Simulerade skruvförband. Övre rad: M20 fram och baksida. Nedre rad: M12 fram och baksida.

Till skillnad från skruvförbanden har tappar simulerats som stela kroppar. Även här har SolidWorks

Simulation egen funktion för tappar använts. De är monterade med låsringar för att hindra translation men utan låsspår och erbjuder således rotation. Positioner med tappar är främre och bakre cylinderfästen samt gångled. Figur 11 visar instans av simulerad tapp i cylinderfästet.

Figur 11: Simulerad låstapp i cylinderfäste.

Konstruktionen har modellerats så att alla positioner med svetsförband har ytkontakt. Till dessa används global kontakt för att simulera svetsfogar. Vid några positioner med stora påkänningar har svetsförband modellerats för att jämna ut spänningar i syfte att bättre representera verkligheten. Dessa positioner är begränsade till områden nära skärstålet. Det gäller specikt svetsar mellan ryggplåt och svep samt mellan ryggplåt, nedre stödplåt och svep. Figur 12 visar några av dessa områden.

Figur 12: Några områden med handritade svetsar.

Ytor i kontakt som inte skall uppträda som svetsade sådana har kontaktuppsättningar vilka specikt anger att ytorna ej får penetrera varandra. Positioner som omfattas av detta är mellan följande ytor:

− Distanser och de omgärdande slitsade hålen

− Distanser och släde

− Ryggplåt och basplåt

− Släde och basplåt

− Skärstål och svep

3.3.3 Parametrar

För simulering av detta problem valdes Intel Direct Sparse som solver med tillvalet utökad noggrannhet för

"No penetration"-kontakter. Övriga parametrar för mesh framgår av tabell 5.

Tabell 5: Mesh-parametrar för FEA av konstruktionen.

Parameter Inställning

Jacobianpunkter 16

Maximal elementstorlek 12 mm Minsta elementstorlek 0.6 mm

Typ av element Standard (ej krökningsbaserade)

Tabell 6 visar antalet frihetsgrader, noder och element som meshen med parametrar enligt tabell 5 resulterade i.

Tabell 6: Mesh-data för simulering, värden avrundade till 100-tal.

Parameter Inställning

Grader av rörelsefrihet 834 000

Antal noder 275 500

Antal element 170 900

4 Resultat

4.1 Konceptutveckling av svep

Totalt tre koncept på svep utvecklades, där deras geometrier utformades med hänsyn till skär- och kastvin- kel enligt [7] och de uppmätta vinklarna på Vreten BV21350. För att minimera tillverkningskostnader delas svepet upp i bockade sektioner (istället för en ren bågform).

4.1.1 Koncept 1

Första konceptet på svepet var i princip en miniatyr av en traditionell plog med avseende på skärvinkel, kastvinkel och successivt ökande prol, se gur 13 för illustration. Detta svep färdigställdes dock aldrig, orsaken till detta framgår i 5.3.1 Svep under kapitlet Diskussion.

Figur 13: Koncept 1 av svep.

4.1.2 Koncept 2

Detta svep har en utformning som är vanlig för plogblad med vikbara skärstål [7]. Stödplåtarna mellan svep och ryggplåt tjänade till att göra konstruktionen styvare. Stödplåtarnas geometri lämnade ett utrym- me mellan svep och ryggplåt för att underlätta tillverkning och montering, samt att tillåta eventuell snö som skjutsas över plogklaen att falla genom den istället för att fastna invändigt. Den nästan ortogonala skärvinkeln medför att spalten mellan plogkla och snöskopa blir liten. Figur 14 visar konceptet.

Figur 14: Koncept 2 av svep.

4.1.3 Koncept 3

För att tillåta en skärvinkel närmare den rekommenderade [7] har svepet yttats mot basplåten och hål tagits ut för vagnsbultarna (som nu fästs genom svepet). Stödplåtarna har delats upp i en övre och en nedre del. Detta ger sämre böjstyvhet jämfört med koncept 2, varför ryggplåten till svepet har försetts med en bockad sida som går att skönja i gur 15.

Figur 15: Koncept 3 av svep, innan design review på Ålö.

4.2 Konceptutveckling av upphängning

Även konceptutvecklingen av upphängningen resulterade i tre olika varianter. Det framgick tidigt att de två första ej var genomförbara med de krav som ställdes.

4.2.1 Koncept 1 - 4-punktsfäste

Detta koncept var en direkt vidareutveckling av bentlig lösning på klaarna, den stora skillnaden är att rörelsefriheten var utökad att tillåta rotation i båda riktningar. Fästpunkterna (de slitsade hålen) gick dock ej att rymma på det begränsade utrymmet och samtidigt bibehålla rörlighet, dvs. önskad translation i höjdled samt minst 9.4^◦ möjlig rotation. Basplåt och plogdel hålls samman med samma skruvförband och distanshylsor som originalklaen, vilket är vagnsbult M16x2 och distanser av 30 mm. Konceptet visas i

gur 16.

Figur 16: Koncept 1 för upphängning av plogdel, 4-punktsfäste.

4.2.2 Koncept 2 - Svivelfäste

En central pivotpunkt i mitten ger obegränsad rotationsmöjlighet. Tillåter dock ej translation såvida inte öppningen förlängs i höjdled. Utrymmet i mitten av basplåten är begränsat av cylinderfästet. Den hålls samman av vagnsbult M24 och distanshylsa 49 mm. För att erhålla translation i höjdled förkortades gångleden samtidigt som den försågs med en spiralfjäder. Denna lösning är dock inte genomförbar, problemen med detta hänvisas till 5.3.2 Upphängning under kapitlet Diskussion. Svivelfästet som koncept framgår av

gur 17.

Figur 17: Koncept 2 för upphängning av plogdel, svivelfäste.

4.2.3 Koncept 3 - 2-punktsfäste

Tredje konceptet är en kombination av första och andra med två fästpunkter vilka hålls samman av M20 vagnsbult. Distanshylsor av 49 mm. Positionen av de slitsade hålen till upphängningen kringgår problemet med cylinderfästets placering. För att ytterligare öka rörelsefriheten har brickorna (som hindrar plogdelen från att lossna) ersatts med en form av släde. I syfte att förhindra att släden viker sig vid skruvhålen under belastning, har ändarna bockats. En smörjnippel vid vardera skruvförband tillåter smörjning av undersidan av släden. Precis som originalklaen har plogklaen smörjnipplar i gångled och basplåt. Som framgår av

gur 18 tillåter denna upphängning vridning av plogdelen upp till en vinkel av 13^◦ och translation upp till ca 60 mm.

Figur 18: Koncept 3 för upphängning av plogdel, 2-punktfäste.

4.3 Utvalda koncept med modieringar

Figur 19 visar resultatet av de koncept som sammanfogades. Efter att konstruktionen genomgått design review på Ålö genomfördes ett antal förändringar. En förändring från detta möte var att stryka bockningen på nedre delen av svepet som fäller in skärstålet i linje med svepet, då den inte är ekonomiskt försvarbar.

Den andra förändringen gäller övre öppningen mellan ryggplåt och svep. Eftersom snö, vätska och andra främmande föremål inte längre kan passera obehindrat genom plogdelen, då utrymmet mellan svep och ryggplåt inte längre bildar en tunnel, avlägsnades denna öppning. Utrymmet där skulle annars utgöra en ansamling av väta vilket i sin tur skulle leda till rostangrepp och förkortad livslängd. På grund av detta var även den mellersta stödplåten tvungen att avlägsnas, då möjligheten att fästa den medelst svetsförband vid tillverkning upphörde. Andra förändringar som tillkom efter detta gäller krokarna i vilka fjädrarna spändes. De var tvungna att ersättas då det krävdes något mer utrymme för att undvika kollision mellan inre spiralfjäder och släde. Skärstålet har även förlängts och de två raderna med skruvhål har ersatts med en centrerad rad i syfte att minska tillverkningskostnaden.

Figur 19: Plogklaen i sitt slutgiltiga skick. Bilder tagna i Solid Edge ST8.

Figur 20 visar snöskopan med plogklaen i dess ändlägen för rotation. Vänster originalkla i förgrund och plogkla i bakgrunden.

Figur 20: T.v.: Vinklad 55^◦(bakåt) för plogning. T.h.: Främre ändläge, för både rotation och plogvinkel.

Plogklaens slutgiltiga skär- och kastvinkel blev 55^◦ respektive 47^◦, vilket framgår av gur 21.

Figur 21: Skär- och kastvinkel för plogklaen.

4.4 Hållfasthetsberäkningar

4.4.1 Skruvförband

Kraften som utvecklas mot hela redskapet, Ftot, kan enligt (1) beräknas till ca 98.2 kN med de antaganden som gjorts om friktion och fordonets massa. Kraften som överförs till plogklaen under förutsättningar som råder vid plogning, Fplog, beräknas enligt (2) och uppgår till 21.1 kN, se gur 2 för illustrering av kraftsitu- ation.

Skruvförband som håller skärstålet belastas som bekant både radiellt och axiellt. Enligt (6) uppgår den genomsnittliga axiella belastningen vid plogning, Fskruv_ax, till ca 4.3 kN. Enligt (7) tillkommer kraften Ff s

från förspänning, vilka då tillsammans blir ca 44.4 kN. Den genomsnittliga skjuvkraften Fskruv_ra skruvför- banden utsätts för beräknas m.h.a. (8) till 3.0 kN. Här är l1 uppmätt till 30 mm, l2 till 45 mm och vinkeln φär 55^◦.

Skruvförbanden för upphängning av plogdel i basplåten beräknas på liknande sätt. Kraften verkar dock parallellt med skruvförbandens axiella riktning, således kan sin(φ) sättas till 1 (φ = 0^◦). Då längden l1 i detta fallet varierar för skruvförbanden, även med plogdelen i nedre ändläge, används medellängden av inre och yttre skruvförband. För inre M20 gäller att l1≈176 mm och för yttre M20 är l2≈201 mm, vilket ger en genomsnittlig momentarm på ca 189 mm. Hävarmen l2 för plogkraften Fplog är dock densamma i båda fallen och uppmätt till 162 mm. Medelkraften på skruvförbanden från lasten blir då enligt (6) ca 9.0 kN.

Tillsammans med kraften Ff s från förspänning blir den totala medellasten Fskruvax över skruvförbanden som håller plogdelen ca 126.8 kN.

Krafterna som samtliga skruvförband utsattes för under simulering i FEA redovisas i tabell 7.

Tabell 7: Krafter uppmätta i skruvförband efter FEA.

Skruvförband Axiell kraft Fskruvax [kN] Skjuvkraft Fskruvra [kN] Anmärkning

M20 nr.1 117.7 0.0 Yttre

M20 nr.2 118.0 0.5 Inre

M12 nr.1 40.0 0.2 Yttersta

M12 nr.2 39.9 3.3 -

M12 nr.3 40.1 4.2 -

M12 nr.4 39.9 4.3 -

M12 nr.5 40.2 2.6 -

M12 nr.6 39.9 1.6 Innersta

Skillnaden mellan de krafter som beräknades vid simulering och de som beräknades för hand framgår av tabell 8. Skjuvkrafter för M20 har exkluderats då de är så pass låga att de saknar betydelse.

Tabell 8: Skillnader i kraft mellan FEA och handberäkningar.

Skruvförband Medelkraft FEA [kN] Medelkraft ber. [kN] Skillnad [kN] %

M20 axiellt 117.7 126.8 9.0 7

M12 axiellt 40.0 44.4 4.4 10

M12 radiellt 2.7 3.0 0.3 10

Tabell 9 visar data för de skruvförband som avses användas i konstruktionen. För ytterligare information kring skruvförbanden se tabell 4 under kapitlet Metod, sektion 3.3.2 Randvillkor.

Tabell 9: Data för skruvförband i konstruktionen enligt ISO 898/1-1978 standard [11].

Storlek Klass Ytbehandling Garanterad axiell last [kN]

M12x1.75 8.8 Förzinkade 48.9 M20x2.5 8.8 Förzinkade 147.0

Som framgår av tabell 9 kommer den maximala axiella kraften som utsätter något individuellt skruvför- band inte överstiga dess garanterade lastförmåga.

4.4.2 Kraft mot hydraulcylinder

Den kraft som överförs till hydraulcylindern kan beräknas enligt (9) och resulterar i ca 34.2 kN. Detta innebär att hydraulcylinderns tryckbegränsare kommer lösa ut och således släppa tillbaka plogklaen, även i dess grundinställning. Det innebär även att maximal belastning av plogklaen endast kommer ske momentant.

4.4.3 Spänningar

Finita element-analysen visar på tydliga spänningskoncentrationer där svetsförband skall nnas. De mest framträdande av dessa områden är kring infästningen av gångleden. Då dessa redan utvärderats vid kon- struktion av originalklaen och inte påvisat några problem kommer utvärdering av dessa områden utelämnas.

Detta gäller även kring cylinderfästen. Figur 22 visar översiktsbilder på plogklaen efter FEA, notera att spänningen som visas är eektivspänning enligt von Mises.

Figur 22: Översikt av plogkla efter FEA som visar eektivspänning enligt von Mises.

Tabell 10 visar de högst förekommande spänningar för lokala områden i gur 23.

Tabell 10: Eektivspänning i lokala områden enligt gur 23.

Position Spänning [MPa] Anmärkning

Inre delen av släden, ovan skruvförbandet. 290 -

Basplåt, höger om inre slitsade hålet. 325 Bakom släde.

Basplåt, vänster om inre slitsade hålet. 372 Bakom släde.

Basplåt, vänster om yttre slitsade hålet. 342 Bakom släde.

Ryggplåt, stödbockning på ytterkant. 77 - Ryggplåt, nedre hörn för stödbockning. 206 -

Ryggplåt, yttre öppning mot svep. 148 -

Svep, kring de två mittersta skruvhålen. 99 -

Figur 23: Detaljbild på basplåt, släde, ryggplåt samt nedre del av svep. Eektivspänning enligt von Mises.

Tabell 11 visar de högst förekommande spänningar för lokala områden i gur 24.

Tabell 11: Eektivspänning i lokala områden enligt gur 24.

Position Spänning [MPa] Anmärkning

Mellersta stödplåten, mitten. 150 -

Mellersta stödplåten, bakre monteringsstöd. 376 -

Mellersta stödplåten, främre monteringsstöd. 338 -

Svetsförband mellan ryggplåt och svep, längst ned. 528 -

Framsida svep, bockning närmast inre M20. 176 -

Framsida svep, nedersta bockningen, närmast inre svetsstöd. 184 -

Framsida svep, nedersta bockningen, mitten. 155 -

Framsida skärstål, hålen närmast mitten. 160 -

Figur 24: Detaljbild på undersida ryggplåt, mellersta stödplåten, skärstål samt svep. Eektivspänning enligt von Mises.

4.4.4 Utmattning

En kedja är inte starkare än den svagaste länken. De områden i konstruktionen som av utmattningsskäl är av större intresse än övriga är därför i regel de med högst registrerade spänningar. Utöver tidigare nämnda områden (enligt 4.4.2 Spänningar) som ej behandlats tillkommer här även svetsförbandet mellan ryggplåt och svep. Orsaken till detta framkommer i kapitlet Diskussion under 5.6 Finita element-analys.

Vid de områden som påvisat störst påkänningar uppgår spänningen som mest till 376 MPa. För att göra en uppskattning om hur många cykler dessa områden klarar innan brott sker måste först utmattningsgränsen beräknas enligt ekvation 16 m.h.a. (14) och (15). För detta används värden för storheterna enligt tabell 12, motivering för dessa värden står att nna under sektion 5.7 Utmattning i kapitlet Diskussion. Värden på storheter som ej nämns här åternns i tabell 2.

Tabell 12: Värden för beräkning av utmattningsgräns.

Storhet Värde [MPa]

σ_min 0 σ_max 376

Detta ger enligt (14) en medelspänning σm på 188 MPa, en lika stor spänningsamplitud (ty σmin = 0 MPa) enligt (15) och en utmattningsgräns på ca 298 MPa enligt (16). Med hjälp av detta kan antalet livscykler beräknas m.h.a. (17), vilket avrundat till hela tusental ger Nf ≈346 000 cykler.

4.5 Prototyp

Tillverkningsunderlag i form av 2D-ritningar för prototypen producerades under v.19, dessa inkluderade svetsritningar samt 2D-ritningar för skurna och svarvade delar. Vännäs Verkstads AB mottog beställning v.20 varefter ett visst efterarbete krävdes för att kompensera för tillgången på råvara samt skillnader mellan de maskiner Vännäs Verkstads AB har tillgång till och de Ålö använder i Ningbo. Planerat datum för fär- digställande av dessa delar är beräknat 2017-06-08. Prototypen monteras därefter vid Ålös prototypverkstad i Brännland och kommer utvärderas under vintern 2017/2018.

5 Diskussion och slutsatser

5.1 Kravspecikation

Samtliga punkter i kravspecikationen är resultatmässigt uppfyllda. Avvikelsen är att plogklaen i obelas- tat ändläge inte är negativt orienterad. Pressas däremot snöskopan mot underlaget och vinklas framåt för plogning kommer plogklaen genom självjustering bibehålla markkontakt, vilket var målet.

Skärstålen är vändbara (och utbytbara) med enkla medel då de är fästa med skruvförband. Vinkeln som plogklaen klarar att rotera är 13^◦, vilket är mer än originalklaen. Spannet på denna rörelsefrihet måste dock fördelas över lutning framåt respektive bakåt. Då plogklaen är avsedd att framföras som plog har större delen av detta spann förlagts på att klara negativ lutning.

Plogklaen använder samma artiklar som originalklaen för delar med infästningspunkter mot skopa och kommer således att kunna monteras med samma utrustning originalklaen demonteras med. Övriga artiklar som återanvänts är spiralfjädrar, skruvförband till spiralfjädrar och smörjnipplar.

En lärdom angående kravspecikationer är att man bör iakttaga stor försiktighet vid upprättande av dem. Även om avsikterna var goda, så sitter man inte på all information i början av projektet. Något som uppfattas som en god lösning kan i själva verket vid tillfälle för upprättande ha okända problem. För att inte tvingas styra lösningar mot att uppfylla krav som inte är relevanta bör specika lösningar undanhållas kravspecikationen, såtillvida det inte nns mycket goda anledningar att inkludera dem. Det kan vara så att ställda krav inte uppfyller den funktionalitet man avsåg från början, eller att kravens syfte till och med går förlorat.

5.2 Användningsområde och begränsningar

Vid plogning kommer plogen lämna ett spår mellan plogkla och skopa vars bredd är beroende av plog- klaens vinkel. Det kan uppgå till ca 7 cm. Då klaen är en prototyp har tid inte kunnat läggas på varje detaljlösning, som t.ex. detta. En lösning på problemet kommer istället att utvärderas under testning av denna prototyp, då det är svårt att simulera och era försök kan krävas innan en tillfredsställande åtgärd funnits. Ett förslag på lösning är att fästa en gummiduk mellan plogkla och skopa. Ett annat är att fästa en gummiskiva i nedre inre stödplåten så att den fyller ut utrymmet mot skopan. I båda fallen är avsikten att snö som träar dessa hinder skall styras antingen mot plogklaen eller in i skopan.

Till skillnad från originalklaen är plogklaen mindre lämpad att skrapa i negativ färdriktning med.

Detta grundar sig i upphängningens konstruktion. Då ett av målen för upphängningen var ökad rörelsefrihet

ck kompromisser ske i andra områden. I detta fallet blev det förmågan att skrapa bakåt som försämrades då plogklaens huvudsakliga syfte ändå är plogning i färdriktningen. Problemet som uppstår vid skrapning i negativ färdriktning är att momentarmen till skruvförbanden blir kortare (och ännu kortare desto mer plogdelen pressas uppåt). Den axiella dragbelastningen i skruvförbanden övergår mer och mer mot böjning i takt med att plogdelen förs uppåt, vilket de ej är avsedda för. Detta riskerar vika basplåten samt deformera de M20-skruvar som håller plogdelen på plats.

5.3 Koncept

5.3.1 Svep

Koncept nummer ett av svepet åsidosattes tidigt då den asymmetriska geometrin försvårade konstruktion av övriga delar. Varje stödplåt blev dessutom en unik artikel, vilket höjer kostnaden för tillverkning.

Koncept nummer två var ekonomiskt ett stort steg i rätt riktning. Svepets utformning ledde till att antalet unika stödplåtar reducerades till 1, d.v.s. samma plåt kunde användes på alla tre platser. Stödplå- tarna ger konstruktionen mycket god böjstyvhet. Ett problem med detta koncept var dock den mycket höga

skärvinkeln, nästan 90^◦. En av orsakerna till valet av den vinkeln var att hålla glappet mellan plogkla och snöskopa nere, då stödplåtarna redan placerar svepet som minst ca 6 cm från ryggplåten. Avståndet mellan skärstål och ryggplåt är närmare 9 cm.

Något som gäller både koncept 1 och 2 är att svetsmontering av plogklaen skulle innebära svårigheter då det skulle bli svårt att komma åt med svets mellan svep och ryggplåt. Stödplåtarna skulle först få svetsas obehindrat på antingen ryggplåt eller svep, varefter den återstående av dem skulle få svetsas där utrymmet tillåter.

Det tredje konceptet kunde uppnå snävare skärvinkel tack vare placeringen av svepet dikt an mot rygg- plåten. Detta innebar däremot att stödplåten var tvungen att delas i två artiklar, en övre och en nedre. I och med detta försvann även en del av styvheten vilket kompenserades med bockningen i sidan av ryggplåten.

Gångleden i vilken klaen fästs mot snöskopan utnyttjas sannolikt också i större utsträckning än tidigare som böjmotstånd på grund av detta. Skärvinkeln som valdes var inte riktigt lika låg som varken Vreten BV21350 eller prototypen enligt [7]. Här ck en kompromiss ske då mindre skärvinkel skulle innebära ytter- ligare större spalt mellan plogkla och snöskopa. Även kastvinkeln var annorlunda, detta har sitt ursprung i att större plogblad inte har samma behov av att kasta snömassa uppåt, då de i regel är mycket högre än denna plogkla. Således uppskattades kastvinkeln med avseende på förmågan att kunna nå över en vanlig plogkant.

Precis som för koncept ett och två måste stödplåtar svetsas först på antingen svep eller ryggplåt varefter den återstående monteras på den andra. Problemet med behovet att svetsa invändigt i mitten av svepet eliminerades dock tack vare att det inte längre nns några delar att svetsa där.

Placeringen av skruvhål för skärstål berörs, precis som många andra delar i konstruktionen, av kom- promisser. Flyttas hålbilden längre upp på svepet ger det längre hävarm vilket ökar kraften den klarar vid plogning, men försämrar möjligheten att motstå krafter under- och bakifrån då den hävarmen blir kortare.

Det omvända gäller givetvis ifall hålbilden yttas närmare svepets ände. Med vändbara skärstål och översidan fortfarande oanvänd erbjuder de bättre hävarm vid skrapning i negativ färdriktning.

5.3.2 Upphängning

Första konceptet, vidareutvecklingen av 4-punktsfästet, var åtråvärt då det har mycket god stabilitet i al- la riktningar. Möjligheten fanns även att kunna återanvända era av artiklarna från originalklaen, t.ex.

skruvförband, specialbrickor, m.m. Detta visade sig snabbt vara problematiskt då rörelsen för brickorna som användes för att täcka de slitsade hålen hindrades av både cylinderfäste och fäste till gångled.

Koncept nummer två, svivelfästet, ger obegränsad rotationsrörlighet, men kräver istället annan lösning för translation i höjdled för att fungera. Lösningen med spiralfjäder i gångleden, som beskrivs i kapitlet Resultat, är inte genomförbar då det kräver ett rörligt fäste (translation eller kulled) för hydraulcylindern.

Det andra problemet är cylinderfästets position. Placeringen av svivelfästet bör vara så centrerad som möj- ligt för att ge fördelaktig hävarm i samtliga riktningar. Detta kriterium kunde inte uppfyllas utan att ytta cylinderfästet, vilket redan var tvunget att yttas p.g.a. translationsfunktionen i gångleden.

Tredje konceptet, 2-punktsfästet med släde, visade sig vara en god kompromiss av koncept 1 och 2. Möj- lig placering i höjdled ger god hävarm mot plogkrafter, vilket resulterar i att skruvförbanden som håller plogen belastas axiellt (med drag) i stor utsträckning. Desto längre plogklaen pressas nedåt (och plogdelen färdas uppåt i förhållande till basplåten), desto bättre blir hävarmen för dessa skruvförband. Begränsningen hamnar istället på förmågan att skrapa, vilket behandlades tidigare under avsnittet 5.2 Användningsområde och begränsningar.

När plogdelens position i förhållande till skopan valdes krävdes hänsyn till både förmågan för plogdelen att kunna vinklas uppåt i framfällt läge och bibehålla marktryck i bakåtfällt läge. Då rotationsmöjligheterna är begränsade med hänsyn till utrymme på basplåten måste en kompromiss ske mellan dessa båda funktioner.

Därför valdes plogens grundposition till under skopan, så att plogklaen vinklas negativt när skopan lutas fram och dess skärstål pressas mot marken. Om plogdelens vinkel vid obelastat ändläge skulle vara negativ så uppfylls målet om bibehållet marktryck vid plogning. Däremot kräver det större rotationsrörlighet för att tillåta att plogdelen vinklas uppåt om skopan tippas framåt samtidigt som plogklaen också är framåt. Om tester med prototypen visar att det marktryck som uppstår vid plogens inre halva blir för stort på grund av detta (och orsakar problem, såsom att skära för djupt) kan orienteringen av öppningarna i basplåten yttas eller spiralfjädrarna ersättas mot några med lägre dragstyrka.

5.4 Fällbara skärstål

Fällbara skärstål var en egenskap som tidigt i utvecklingen sållades bort då det medför både högre kostnad och vikt, eventuellt även begränsad rörlighet av klaen samt ett förstärkningsbehov av infästningen mot snöskopan. Funktionen kräver antingen translationsfrihet i höjdled eller en i princip vinkelrät orientering av skärstålen gentemot underlaget för att fungera.

Rapporten "An Improved Displacement Snowplow" [7] nämner även ett problem med denna funktion.

Det innebär en säkerhetsrisk för brukaren att återställa komprimerade fjädrar då den lagrade energin kan vålla kroppsskador, oavsett om brott uppstår eller ej. Även ifall de är automatiskt återfjädrande existerar alltid risken att ett mekaniskt problem hindrar automatisk återställning.

Man kan förstås eliminera risken med att delar av spiralfjädrar skingras som projektiler vid eventuellt brott genom att använda röromslutna torsionsfjädrar. Risken för skada vid eventuellt behov av återställning kvarstår dock och det är fortfarande en kostnad att inkorporera funktionen, som dessutom kommer innebära både ökat underhåll och högre anskaningskostnad. Eftersom plogklaen avses att locka kunder genom bl.a.

ett lågt pris är detta ett steg i fel riktning.

5.5 Krafter mot plogklaen

Under normalt bruk kommer all kraft mot plogklaen inte gå genom skärstålet. I och med att snömassa ansamlas mot svepet kommer kraften fördelas över både svep och skärstål. Detta medför att det ofta kom- mer krävas en kraft mindre än den maximala mot skärstålet innan tryckbegränsaren löser ut, vilket i sin tur reducerar risken för skador på plogkla och infästning i skopa. Skulle det under tester av prototypen ändå visa sig att kraften är för stor kan tryckbegränsaren ställas ned till 25.4 kN.

Orsaken till att de uppmätta skjuvkrafterna i skärstålet är lägre längre ut och högre längst in beror möjligtvis på lastfallet den är utsatt för. Den utbredda lasten verkar över hela skärstålet, samtidigt som plogdelen i höjd med skärstålet är styvast i mitten och tillåter minst rörelse p.g.a. cylinderfästet. De yttre delarna kan däremot lagra energi likt en fjäder genom att vika sig något, vilket ger lägre skjuvande belastning på skruvförbanden.

Att de handberäknade krafterna i skruvförbanden i god mån stämmer överens med de krafter simuleringen beräknat ger indikation om att nita element-analysen med de randvillkor som angetts kan attribueras en viss tillförlitlighet.

5.6 Finita element-analys

För att hålla beräkningstiden nere har tappar simulerats som styva kroppar då de i sammanhanget är täm- ligen rigida även i verkligheten.

Förutom där svetsar saknas visar några områden på tämligen höga påkänningar. Dessa områden är svets- förbanden mellan ryggplåt och svep samt monteringsstöd. Spänningarna i dessa områden bör tas med en nypa salt då svetsarna är svåra att avbilda korrekt. Monteringsstöden och svetshålen har inte givits några simulerade svetsar överhuvudtaget, varför detta kan ge upphov till ej representativa spänningskoncentratio-

ner även här. Tester med prototyp får visa ifall dessa områden behöver revideras.

Orsaken till att FEA visar på högre belastning ju närmare gångleden man kommer är troligtvis p.g.a. att konstruktionen med få undantag blir styvare närmare gångleden och mer rörlig längre ut. Belastning långt ut kommer resultera i att den fjädrar bakåt, vilket ger lägre spänningar för någon given punkt. Avsteg från detta är yttersta delen av svepet vid skärstålet (tillsammans med skärstålet), då detta sticker ut något från övriga plogen. Här kan plogen vrida sig lite kring cylinderfästet.

Lastfall där en ren punktlast utsätter någon del av skärstålet med maximal kraft har ej behandlats.

En sådan situation innebär stor risk för permanent deformation av en eller era delar och är förstås inte omöjlig att förhindra men kostnaden, ej endast den ekonomiska utan även viktmässiga, blir troligtvis för hög.

På grund av tidsramen för projektet och den mängd arbete som redan ingår har en utvärdering av svetsförband med hjälp av FEA ej varit möjlig att inkludera.

5.7 Utmattning

Den form av utmattning som plogklaens olika delar utsätts för vid plogning kommer givetvis inte utgöras av ren sinusformad cyklisk belastning, utan ofta vara en blandning av böjning, drag/tryck och ibland även vridning. Hänsyn har ej heller tagits till geometrier som påverkar utmattningsberäkningar, såsom hål. Små variationer i spänning påverkar dessutom uppskattningen av antalet livscykler i stor utsträckning. En ökning av σmax med 4 MPa, från 376 till 380, sänker Nf till 297 000. Av dessa orsaker bör därför Nf ej tolkas som absolut sanning utan endast användas som en ngervisning.

Vissa delar är även utsatta för spänning redan innan plogklaen belastas, t.ex. områden med svetsar och skruvförband. Detta går att kompensera för genom att använda en högre lägsta spänning, σmin, men då det inte är applicerbart över samtliga områden och dessutom resulterar i ett högre antal livscykler användes σ_min= 0 MPa för ett mer konservativt resultat.

Bortsett från områden med svetsförband är en av positionerna med hög sannolikhet för utmattningsbrott det inre slitsade hålet i basplåten. Förutom hög spänning p.g.a. slädens och distansens tryck mot plåten vid plogning förekommer även mekaniskt slitage kring och i hålet då omgärdande delar färdas upp och ned.

Eftersom svetsförband i utmattningssammanhang ofta är dimensionerande för en konstruktion kommer stort fokus vid tester av prototyp-klaen behöva förläggas vid dessa, då deras hållfasthet ej behandlats i denna rapport.

5.8 Slutsatser

Fullständigt underlag för prototyp har levererats, både i form av CAD och 2D-ritningar, inklusive svetsrit- ningar. Dessa kommer sannolikt behöva modieras, men utgör en grund att stå på. Finita element-analysen ger även en antydan om vad som kommer behöva undersökas vid utvärdering av prototypen. Detta innefattas av men är ej begränsat till svetsförband mellan svep och ryggplåt under skärstål, upphängning (ej endast individuella delar, utan även deras interaktion) samt skärstålets djup och infästning. Med detta i åtanke och att kravspecikationen är uppfylld anser jag projektet som lyckat.

6 Ordlista

Begrepp Beskrivning Enhet

A_ts Tvärsnittsarea. [mm²]

E-modul Elasticitetsmodul. Materialets duktilitet. [GPa]

b Exponent för utmattningsstyrka (eng. fatigue strength exponent). Dimensionslös

Basplåt Plåten i vilken klaen fästs mot skopan. -

σb Brottgräns. Spänning då brott sker. [MPa]

Design review Utvärdering av konstruktion med andra konstruktörer. -

Mfs Förspänningsmoment. [Nm]

µ Friktionskoecient mellan två ytor. Dimensionslös

n_s Säkerhetsfaktor. Dimensionslös

ν Poisson's tal. Dimensionslös

Ryggplåt Plåt på vilken svepet är monterad. -

σ⁰_f Koecient för utmattningsstyrka. [MPa]

σ_{f l} Utmattningsgräns. [MPa]

σ_s Sträckgräns. Spänning då materialet plasticerar. [MPa]

Skärstål Slitdel på framsida av plog som skrapar mot underlaget. - Svep Plåt bockad i sektioner på framsida av plog, fångar material som skrapas upp. -

7 Källförteckning Referenser

[1] "Engineering Fundamentals of Threaded Fastener Design and Analysis" Ralph S. Shoberg, PCB Load

& Torque, 2017.

[2] "Formler och Tabeller för Mekanisk Konstruktion" Karl Björk, Karl Björks Förlag, 2013.

[3] "Mechanik der festen Körper im plastisch deformablen Zustand" Richard Edler von Mises, Göttin.

Nachr. Math. Phys., vol. 1, 1913.

[4] "Fatigue Crack Growth Prediction from Low Cycle Fatigue Properties" Milenko Sta²evi¢, et al., Univer- sity of Novi Sad, Faculty of Technical Science, 2011.

[5] "eFatigue" Darrel Socie, PhD, Theoretical and Applied Mechanics, University of Illinois at Urbana- Champaign <https://www.efatigue.com/>, 2017-05-19.

[6] "Analysis Solvers" SolidWorks 2016, Dassault Systems <http://help.solidworks.com/2016/

English/SolidWorks/cworks/c_Analysis_Solvers.htm>, 2017-05-18.

[7] "An Improved Displacement Snowplow" Kynric M. Pell, The Department of Mechanical Engineering, University of Wyoming, 1994.

[8] Olof Gidlund, ingenjör på Ålö, avdelningen för styrsystem, driver egen entreprenad, 2017.

[9] Johan Königsson, ingenjör på Ålö, avdelningen för redskap, 2017.

[10] "Handbok om skruvförband" Owe Bergius et. al, Colly Company, Division Maskinelement, 1995.

[11] "Minimum ultimate tensile & proof loads" Metric & Multistandard Components Corp., 2000.